Đề tài Thiết kế môn học nền và móng (bài tham khảo 5)

Xác định chiều dài cọc Chiều dài cọc được xác định : Lc = CĐĐAB – CĐMC = -1.00 – ( - 30.00) = 29.0 m Vậy cọc được thiết kế có chiều dài là 29.0 m Trong đó : CĐĐAB = -1.00 m : Cao độ đáy bệ CĐMC = -30.0 m : Cao độ mũi cọc 1.4.2. Xác định kích thước cọc Kích thước cọc phải thoả mãn yêu cầu về độ mảnh theo quy định : Do đó chọn cọc có kích thước : Cọc được ngàm vào bệ 1m Tổng chiều dài đúc cọc là : L = Lc + 1 m = 29.0 + 1.0 = 30.0 m Cọc được tổ hợp từ 3 đốt cọc với tổng chiều dài đúc cọc là : L = 30.0 m = 10.0 m +10.0 m + 10.0 m Như vậy đốt thân có chiều dài là 10 m và đốt mũi có chiều dài là 10 m. Các đốt cọc sẽ được nối với nhau bằng hàn trong quá trình thi công đóng cọc. 2. Lập tổ hợp tải trọng tại đỉnh bệ ứng với MNTN Số liệu đề cho như sau : Ntt= 4500(kN) : Lực thẳng đứng theo TTGHSD do tĩnh tải tác dụng tại đỉnh trụ. Nht = 2000 (kN) : Lực thẳng đứng theo TTGHSD do hoạt tải tác dụng tại đỉnh trụ. Hht = 100 (kN) : Lực ngang theo TTGHSD do hoạt tải tác dụng theo phương dọc cầu Mht = 800 (kN.m) : Mômen theo TTGHSD do hoạt tải tác dụng theo phương dọc cầu. gbt = 24.5 (kN/m3) : Trọng lượng riêng của bê tông. gn = 9,81 (kN/m3) : Trọng lượng riêng của nước nh = 1.75 : Hệ số tải trọng do hoạt tải. nt = 1.25 : Hệ số tải trọng do tĩnh tải. 2.1.Tính toán thể tích trụ 2.1.1. Chiều cao của trụ Hc ( m ) Hc = CĐĐT – CDMT – CĐĐIB Trong đó : CĐĐT = 5.20 m : Cao độ đỉnh trụ CDMT = 1.40 m : Chiều dày mũ trụ CĐĐIB = 1.00 m : Cao độ đỉnh bệ Hc = 5.20 – 1.40 – 1.00 = 2.80 m 2.1.2. Diện tích tiết diện ngang trụ 2.1.3. Thể tích toàn phần của trụ ( không kể bệ cọc ) Thể tích toàn phần của trụ được xác định như sau : V = V1 + V2 + V3 Trong đó : V = 10.88 + 6.63 + 14.255 = 31.765 m3 2.1.4. Thể tích phần trụ ngập nước ( không kể bệ cọc ) 2.2. Lập tổ hợp tải trọng ở TTGHCĐI theo phương dọc cầu tại đỉnh bệ 2.2.1. Tải trọng thẳng đứng ở TTGHCĐI theo phương dọc cầu tại đỉnh bệ 2.2.2. Tải trọng ngang ở TTGHCĐI theo phương dọc cầu tại đỉnh bệ 2.2.3. Mômen ở TTGHCĐI theo phương dọc cầu tại đỉnh bệ Trong đó : CĐĐT = 5.20 m : Cao độ đỉnh trụ CĐĐIB = 1.00 m : Cao độ đỉnh bệ 2.3. Lập tổ hợp tải trọng ở TTGHSD theo phương dọc cầu tại đỉnh bệ 2.3.1. Tải trọng thẳng đứng ở TTGHSD theo phương dọc cầu tại đỉnh bệ 2.3.2. Tải trọng ngang ở TTGHSD theo phương dọc cầu tại đỉnh bệ 2.3.3. Mômen ở TTGHSD theo phương dọc cầu tại đỉnh bệ 2.4. Lập bảng tổ hợp tải trọng Tên tải trọng Đơn vị TTGHCĐI TTGHSD Tải trọng thẳng đứng KN 10047.86 7228.3 Tải trọng ngang KN 175 100 Mômen KNm 2135 1220 3. Xác định sức kháng nén dọc trục của cọc đơn Sức chịu tải dọc trục của cọc đơn được xác định theo điều kiện sau : Trong đó : PR : Sức kháng nén dọc trục tính toán của cọc theo vật liệu QR : Sức kháng nén dọc trục tính toán của cọc theo đất nền 3.1. Xác định sức kháng nén dọc trục tính toán của cọc theo vật liệu Chọn vật liệu: + Tiết diện của cọc hình vuông: 0.45m x 0.45 m + Cọc bê tông cốt thép. + Bê tông có f’c = 30 Mpa . + Cốt thép ASTM A615M có fy = 420 Mpa Bố trí cốt thép trong cọc : + Cốt chủ : Chọn thép Æ 22, bố trí 8 thanh xuyên suốt chiều dài cọc. + Cốt đai : Chọn thép Æ 8, bố trí ở giữa thân đốt khoảng cách bước của cốt thép đai là 15 cm, ở đầu và cuối mỗi đốt khoảng cách cốt thép đai dầy hơn, khoảng 5 cm, gần đầu mũi cọc cũng như gần đầu mỗi đốt bố trí khoảng cách này là 10 cm Sức kháng tính toán của cấu kiện bê tông cốt thép chịu nén đối xướng qua các trục chính được xác định như sau : Trong đó : Đối với cấu kiện có cốt thép đai thường : ở đây : Pr : Sức kháng lực dọc trục tính toán có hoặc không có uốn ( N ) Pn : Sức kháng lực dọc trục danh định có hoặc không có uốn ( N ) f’c : Cường độ quy định của bê tông ở tuổi 28 ngày , f’c = 30 Mpa fy : Giới hạn chảy quy định của cốt thép ( MPa ) , fy = 420 Mpa Ag : Diện tích nguyên của mặt cắt ( mm2) Ast : Diện tích nguyên của các cốt thép (mm2) : Hệ số sức kháng ( = 0.75 ) Ta có : Vậy ta có : 3.2. Xác định sức kháng nén dọc trục tính toán của cọc theo đất nền Sức kháng đỡ tính toán của các cọc QR được tính như sau : Với : Trong đó : Qp : Sức kháng mũi cọc ( N ) Qs : Sức kháng thân cọc ( N ) qp : Sức kháng đơn vị mũi cọc ( MPa ) qs : Sức kháng đơn vị thân cọc ( MPa ) Ap : Diện tích mũi cọc ( mm2 ) As : Diện tích bề mặt thân cọc ( mm2 ) : Hệ số sức kháng đối với sức kháng mũi cọc quy định Đất ở mũi cọc là đất sét : Hệ số sức kháng đối với sức kháng thân cọc quy định Ta tính theo phương pháp 3.2.1. Sức kháng thân cọc Ma sát đơn vị bề mặt danh định ( MPa ) có thể được xác định bằng công thức : Su : Cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình ( MPa ) : Hệ số kết dính áp dụng cho Su ( DIM ) Hệ số dính phụ thuộc vào Su và tỷ số và hệ số dính được tra bảng theo tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05. Đồng thời ta cũng có sự tham khảo công thức xác định của API như sau : - Nếu Su < 25 Kpa = 1.0 - Nếu 25 Kpa < Su < 75 Kpa - Nếu Su > 75 Kpa = 0.5 - Lớp đất 1: Vì lớp đất chịu lực là lớp sét cứng và trên nó không còn lớp đất nào nên ta tra theo biểu đồ tương ứng gần với sơ đồ làm việc của nó là sơ đồ ở hình 3 trong quy trình và giá trị Db = (- 2200) - (- 2500) = 300mm (ta xét sau xói có cao độ mặt đất là -2.2m ) Ta có : Su = Cuu = 48.9 kN/m2 = 48.9 Kpa = 0.0489 Mpa Tiến hành nội suy ta có : Đồng thời ta cũng tham khảo công thức xác định của API ta có : Do đó ta lấy hệ số dính = 0.761 Ma sát đơn vị bề mặt danh định của lớp 1 là : Diện tích bề mặt thân cọc trong lớp 1 là : - Lớp đất 2 : Vì lớp đất chịu lực là lớp sét và trên nó là lớp sét cứng nên ta tra theo biểu đồ tương ứng gần với sơ đồ làm việc của nó là sơ đồ ở hình 3 trong quy trình và giá trị Db = ( - 2200 ) – ( - 25300 ) = 23100 mm Ta có : Su = Cuu = 21.3kN/m2 =21.3 Kpa = 0.0213 Mpa Tiến hành nội suy ta có : Đồng thời ta cũng tham khảo công thức xác định của API ta có : Do đó ta lấy hệ số dính = 1.0 Ma sát đơn vị bề mặt danh định của lớp 2 là : Diện tích bề mặt thân cọc trong lớp 2 là : Lớp đất 3 : Vì lớp đất chịu lực là lớp sét và trên nó là lớp sét mềm nên theo quan điểm của Tominson ta tra theo biểu đồ tương ứng gần với sơ đồ làm việc của nó là sơ đồ ở hình 2 trong quy trình và giá trị của Db = 4700 mm. Ta có : Su = Cuu = 49.7 kN/m2 = 49.7 Kpa = 0.0497 Mpa Tiến hành nội suy ta có : Đồng thời ta cũng tham khảo công thức xác định của API ta có : Do đó ta chọn hệ số dính = 0.753 Ma sát đơn vị bề mặt danh định của lớp 3 là : Diện tích bề mặt thân cọc trong lớp 3 là : Do đó ta có bảng tính sức kháng thân cọc của các lớp đất như sau : Tên lớp Chiều dày (m) Chu vi (m) Su = Cuu (KN/m2) Hệ số qs (KN/m2) Qs (KN) 1 0.30 1.80 48.9 0.761 37.213 20.095 2 22.8 1.80 21.3 1.00 21.30 874.152 3 4.70 1.80 49.7 0.753 37.424 316.608 Tổng 1210.855 3.2.2. Sức kháng mũi cọc - Sức kháng đơn vị mũi cọc trong đất sét bão hoà ( MPa ) được tính như sau : Su : Cường độ kháng cắt không thoát nước của sét gần chân cọc ( MPa ) Theo đề ra ta có cường độ kháng cắt không thoát nước của sét gần chân cọc là : =0.0497 (Mpa) - Tính diện tích mũi cọc Ap : Sức kháng mũi cọc là : Vậy sức chịu tải của cọc theo đất nền là : Sức chịu tải thiết kế của cọc là : 4. Xác định số lượng cọc và bố trí cọc trong móng 4.1. Xác định số lượng cọc Số lượng cọc trong móng được xác định theo điều kiện sau : chọn số cọc thiết kế là : n = 21 cọc 4.2. Bố trí cọc trong móng Theo quy trình 22TCN 272-05 thì yêu cầu về bố trí cọc như sau : Khoảng cách tim giữa hai hàng cọc liền nhau ít nhất là 2.5d hay 750 mm lấy giá trị nào lớn hơn ( d là đương kính cọc ) Khoảng cách từ mép cọc ngoài cùng đến mép bệ : 225 mm Ta có bố trị cọc trên mặt bằng : 5. Lập tổ hợp tải trọng tác dụng lên đáy bệ 5.1. Kích thước bệ cọc sau khi đã bố trí cọc Theo phương dọc cầu: Theo phương ngang cầu: Trong đó : n = 3 : Số hàng cọc theo phương dọc cầu. m = 7 : Số hàng cọc theo phương ngang cầu. c1 = 500 mm : khoảng cách từ tim cọc ngoài cùng đến mép bệ theo phương dọc cầu. c2 = 500 mm : khoảng cách từ tim cọc ngoài cùng đến mép bệ theo phương ngang cầu. a = 1200 mm : khoảng cách tim các hàng cọc theo phương dọc cầu. b = 1200 mm : khoảng cách tim các hàng cọc theo phương ngang cầu. 5.2. Tính thể tích bệ cọc 5.3. Lập tổ hợp tải trọng ở TTGHCĐI theo phương dọc cầu tại đáy bệ 5.3.1. Tải trọng thẳng đứng ở TTGHCĐI theo phương dọc cầu tại đáy bệ 5.3.2. Tải trọng ngang ở TTGHCĐI theo phương dọc cầu tại đáy bệ 3.3.3. Mômen ở TTGHCĐI theo phương dọc cầu tại đáy bệ 5.4. Lập tổ hợp tải trọng ở TTGHSD theo phương dọc cầu tại đáy bệ 5.4.1. Tải trọng thẳng đứng ở TTGHSD theo phương dọc cầu tại đáy bệ 5.4.2. Tải trọng ngang ở TTGHSD theo phương dọc cầu tại đáy bệ 5.4.3. Mômen ở TTGHSD theo phương dọc cầu tại đáy bệ 5.5. Lập bảng tổ hợp tải trọng : Tên tải trọng Đơn vị TTGHCĐI TTGHSD Tải trọng thẳng đứng KN 11208.504 8047.414 Tải trọng ngang KN 175 100 Mômen KNm 2485 1420 II. KIỂM TOÁN MÓNG THEO TTGHCĐ I 1. Xác định nội lực tác dụng lên từng cọc Nội lực tác dụng lên đầu cọc được tính toán bằng phần mềm PB-pier : FILE # (Thø tù cäc thø I ) 1. MAX AXIAL FORCE (Kilo-newtons) MAX AF (Néi lùc däc trôc t¹i ®Çu cäc : Ni (kN)) 2. MAX PILE SHEAR FORCEIN 2 DIRECTION (kilo-newtons) MAX SHEAR (Lực cắt lớn nhất trong cọc theo phương Y : Qiy (KN)) 3. MAX PILE SHEAR FORCE IN 3 DIRECTION (kilo-newtons) MAX SHEAR (Lực cắt lớn nhất trong cọc theo phương X : Qix (KN)) 4. MAX BENDING MOMENT ABOUT 2 AXIS (kN-M) MAX MOMENT (M« men lớn nhất trong cọc quanh trục Y : Miy (KN.m)) 5. MAX BENDING MOMENT ABOUT 3 AXIS (kN-M) MAX MOMENT (M« men lớn nhất trong cọc quanh trục X : Mix (KN.m)) 1 - 623.03 0.31485E-01 -11.918 -33.43 0.5280E-01 2 - 623.02 0.31590E-01 -11.920 -33.43 0.5286E-01 3 - 623.01 0.31666E-01 -11.922 -33.44 0.5291E-01 4 - 593.68 0.23237E-01 -8.5838 -26.22 0.3860E-01 5 - 593.67 0.23282E-01 -8.5851 -26.23 0.3862E-01 6 - 593.67 0.23314E-01 -8.5864 -26.23 0.3864E-01 7 - 564.09 0.14933E-01 -7.4955 -23.82 0.2436E-01 8 - 564.08 0.14946E-01 -7.4966 -23.83 0.2437E-01 9 - 564.07 0.14956E-01 -7.4978 -23.83 0.2438E-01 10 - 534.24 0.65925E-02 -7.5039 -23.82 0.1010E-01 11 - 534.23 0.65940E-02 -7.5051 -23.83 0.1010E-01 12 - 534.22 0.65950E-02 -7.5062 -23.83 0.1010E-01 13 - 504.14 -0.17685E-02 -7.5124 -23.82 -0.4173E-02 14 - 504.13 -0.17686E-02 -7.5135 -23.83 -0.4173E-02 15 - 504.13 -0.17686E-02 -7.5146 -23.83 -0.4173E-02 16 - 473.80 -0.10120E-01 -7.5209 -23.82 -0.1844E-01 17 - 473.79 -0.10127E-01 -7.5221 -23.82 -0.1845E-01 18 - 473.78 -0.10133E-01 -7.5232 -23.83 -0.1845E-01 19 - 443.20 -0.18445E-01 -7.5295 -23.82 -0.3270E-01 20 - 443.19 -0.18473E-01 -7.5307 -23.82 -0.3272E-01 21 - 443.18 -0.18496E-01 -7.5318 -33.43 -0.3273E-01 Result Type Value Load Comb. Pile *** Maximum pile forces *** Max shear in 2 direction 0.3167E-01 KN 1 0 3 Max shear in 3 direction -0.1192E+02 KN 1 0 3 Max moment about 2 axis -0.2787E+01 KN-M 1 0 3 Max moment about 3 axis 0.4409E-02 KN-M 1 0 3 Max axial force -0.6230E+03 KN 1 0 1 Max torsional force 0.0000E+00 KN-M 0 0 0 Max demand/capacity ratio 0.1976E+00 1 0 3 *** Maximum soil forces *** Max axial soil force 0.6616E+02 KN 1 0 1 Max lateral in X direction -0.7277E-01 KN 1 0 3 Max lateral in Y direction 0.1219E+02 KN 1 0 3 Max torsional soil force 0.3232E-02 KN-M 1 0 10 Kết luận : Nội lực dọc trục lớn nhất trong cọc là : 623 KN Được thể hiện trên hình sau : 2. Kiểm toán sức kháng dọc trục của cọc đơn Công thức kiểm toán nội lực đầu cọc như sau : Trong đó : Nmax : Nội lực tác dụng lên 1 cọc lớn nhất. Nmax =623 (kN) : Trọng lượng bản thân cọc. Ta có : Với : : trọng lượng riêng của bê tông. : trọng lượng riêng của nước Vcoc : Thể tich một cọc. Ptt : Sức kháng nén tính toán của cọc đơn. Ptt = 728.852 (kN) Vậy ta có : 3. Kiểm toán sức kháng dọc trục của nhóm cọc Công thức kiểm toán sức kháng dọc trục của nhóm cọc : Trong đó : VC : Tổng lực gây nén nhóm cọc đã nhân hệ số. VC = 11208.504 (kN) QR : Sức kháng đỡ dọc trục tính toán của nhóm cọc : Các hệ số sức kháng đỡ của nhóm cọc. Tra theo tiêu chuẩn ta có: Qg : Sức kháng đỡ dọc trục danh định của nhóm cọc, được xác định như sau : Vì nhóm cọc nằm trong đất dính nên ta xác định sức kháng dọc trục danh định của nhóm cọc như sau : Qg = min{Tổng sức kháng dọc trục của các cọc đơn ; sức kháng trụ tương đương} Với : Hệ số hữu hiệu Ta có : Cao độ mặt đất sau xói là : -2.20 m Cao độ đáy bệ là : -1.00 m Do vậy sau khi xói lở đáy bệ không tiếp xúc chặt chẽ với đất, đồng thời ta có đất trên bề mặt là đất sét nửa cứng để cho an toàn ta coi bề mặt là đất yếu,khi đó khả năng chịu tải riêng rẽ của từng cọc phải được nhân với hệ số hữu hiệu ,lấy như sau : = 0.65 Với khoảng cách tim đến tim bằng 2.5 lần đường kính = 1.0 Với khoảng cách tim đến tim bằng 6 lần đường kính Mà ta bố trí khoảng cách tim đến tim bằng lần đường kính cọc do đó ta nội suy Xác định tổng sức kháng dọc trục của các cọc đơn : Như ở trên ta đã xác định được sức kháng thành danh định của một cọc đơn là : Sức kháng mũi cọc danh định của một cọc đơn là : Do đó tổng sức kháng dọc trục của các cọc đơn là : Sức kháng trụ tương đương Sức kháng đỡ của phá hoại khối được xác theo công thức: Trong đó : X : là chiều rộng của nhóm cọc Y : là chiều dài của nhóm cọc Z : là chiều sâu của nhóm cọc NC : Là hệ số phụ thuộc tỷ số Ta có : : Cường độ chịu cắt không thoát nước trung bình dọc theo chiều sâu của cọc(Mpa) Su : Cường độ chịu cắt không thoát nước tại đáy móng (Mpa).Su = 0.0497Mpa) Vậy ta có : Kiểm toán : III. KIỂM TOÁN MÓNG THEO TTGHSD 1. Xác định độ lún ổn định Với mục đích tính toán độ lún của nhóm cọc ,tải trọng được giả định tác động lên móng tương đương đặt tại 2/3 độ sâu chôn cọc vào lớp đất chịu lực ( 2Db/3 ) .Tải trọng phân bố theo đường 2:1 theo móng tương đương như hình vẽ. Từ điều kiện địa chất đề ra ta có nhóm cọc đặt trong nền đăt dính có Db = ( -2.2 ) - ( -30.0 ) = 27.8 m2Db/3 = 18.53 m Ta đi tính lún cho các lớp đất từ đấy móng tương đương trở xuống γ=19.3kN/m3 γ=21.4kN/m3 γ=17.8kN/m3 Líp 1 Líp 2 Líp 3 Xói Lớp tính lún thứ 2 Lớp tính lún thứ 1 Móng tương đương Δp1 Δp2 Đất tốt 1.1. Xác định ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân các lớp đất theo chiều sâu,tính đến trọng tâm của lớp đất tính lún ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân các lớp đất theo chiều sâu được xác định theo công thức : Trong đó : : Trọng lượng đẩy nổi của các lớp đất : Trọng lượng riêng của các lớp đất : Trọng lượng riêng nước. Do đó ứng suất có hiệu tại giữa các lớp đất tính lún là : - Lớp tính lún thứ 1 : - Lớp tính lún thứ 2 : Ứng suất có hiệu tại đáy của lớp tính lún thứ 2 là : 1.2. Xác định ứng suất gia tăng do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra Độ tăng ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất tính lún do tải trọng ở trạng thái sử dụng gây ra được xác định theo công thức sau : Trong đó : : Độ tăng ứng suất có hiệu tại giữa lớp đất do tải trọng ngoài gây ra V : Tải trọng thẳng đứng theo trạng thái giới hạn sử dụng.V = 8047.414 kN Bg : Chiều rộng trên mặt bằng của nhóm cọc (Khoảng cách 2 mép cọc ngoài cùng) Lg : Chiều dài trên mặt bằng của nhóm cọc (Khoảng cách 2 mép cọc ngoài cùng) Zi : Khoảng cách từ vị trí 2Db/3 đến trọng tâm lớp đất cần tính Từ các tính toán ở trên ta có : - Lớp đất tính lún thứ nhất có - Lớp đất tính lún thứ hai có Độ gia tăng ứng suất có hiệu tại đấy của lớp đất tính lún thứ 2 là : 1.3 Xác định chiều sâu tính lún Nhận xét : Ta thấy Lớp đất từ đấy lớp tính lún thứ 2 trở xuống coi như không lún nữa.Ta chỉ tính lún cho 2 lớp đất đã xét ở trên 1.4 Độ lún tổng cộng của nền dưới móng cọc So sánh các giá trị và Xét lớp đất tính lún thứ nhất : Ta có : Lớp tính lún thứ nhất là đất cố kết bình thường Độ lún của lớp đất được xác định bằng công thức sau : Xét lớp đất tính lún thứ 2 ta có : Lớp tính lún thứ hai là đất quá cố kết Độ lún của lớp đất được xác định bằng công thức sau : Nếu Nếu Trong đó : Hc : Chiều cao của lớp đất chịu nén (mm) e0 : Tỷ số rỗng tại ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ban đầu Ccr : Chỉ số nén ép lại,được xác định từ thí nghiệm Cc : Chỉ số nén ép,được xác định từ thí nghiệm : áp lực tiền cố kết (Mpa) : ứng suất hữu hiệu thẳng đứng cuối cùng tại điểm giữa lớp đất đang xét (Mpa) Vậy độ lún của lớp đất tính lún thứ nhất là : Độ lún của lớp tính lún thứ 2 là : Vì Tổng độ lún là : Kết luận : Độ lún của móng là 165 mm 2. Kiểm toán chuyển vị ngang của đỉnh cọc Sử dụng phần mềm tính toán nền móng FB-PIER ta tính được chuyển vị theo các phương dọc cầu (X), phương ngang cầu (Y), phương thẳng đứng (Z), tại vị trí đầu mỗi cọc như sau : SUMMARY OF DISPLACEMENTS AT PILE HEADS ONLY: NODE X (M) Y (M) Z (M) 1 -0.163E-05 0.218E-02 0.185E-02 2 -0.163E-05 0.218E-02 0.185E-02 3 -0.163E-05 0.218E-02 0.185E-02 4 -0.121E-05 0.218E-02 0.176E-02 5 -0.121E-05 0.218E-02 0.176E-02 6 -0.121E-05 0.218E-02 0.176E-02 7 -0.787E-06 0.218E-02 0.167E-02 8 -0.787E-06 0.218E-02 0.167E-02 9 -0.787E-06 0.218E-02 0.167E-02 10 -0.364E-06 0.218E-02 0.157E-02 11 -0.364E-06 0.218E-02 0.157E-02 12 -0.364E-06 0.218E-02 0.157E-02 13 0.595E-07 0.218E-02 0.148E-02 14 0.595E-07 0.218E-02 0.148E-02 15 0.595E-07 0.218E-02 0.148E-02 16 0.483E-06 0.218E-02 0.138E-02 17 0.483E-06 0.218E-02 0.138E-02 18 0.483E-06 0.218E-02 0.138E-02 19 0.906E-06 0.218E-02 0.129E-02 20 0.906E-06 0.218E-02 0.129E-02 21 0.906E-06 0.218E-02 0.129E-02 *** Maximum pile head displacements *** Max displacement in axial 0.1854E-02 M 1 0 1 Max displacement in x -0.1633E-05 M 1 0 1 Max displacement in y 0.2183E-02 M 1 0 12 Kết luận :Chuyển vị ngang lớn nhất tại đỉnh cọc là : Vậy ta có : IV. CƯỜNG ĐỘ CỐT THÉP CHO CỌC VÀ BỆ CỌC 1. Tính và bố trí cốt thép dọc cho cọc Tổng chiều dài cọc dùng để tính toán và bố trí cốt thép là chiều dài đúc cọc : Lc = 30 (m) .Được chia thành 3 đốt ,mỗi đốt có chiều dài Ld = 10 (m). Ta đi tính toán và bố trí cho từng đốt cọc. 1.1 Tính mô men theo sơ đồ cẩu cọc và treo cọc Mô men lớn nhất dùng để bố trí cốt thép Tính mô men lớn nhất trong cọc theo sơ đồ cẩu cọc Các móc cẩu đặt cách đầu cọc một đoạn : Trọng lượng bản thân cọc được xem như tải trọng phân bố đều trên cả chiều dài đoạn cọc Dưới tác dụng của trọng lượng bản thân ta có biểu đồ mô men như sau : 9,92 9,92 12,4 Ta có mặt cắt có giá trị mô men lớn nhất là : 1.1.2 Tính mô men lớn nhất trong cọc theo sơ đồ treo cọc Móc được đặt cách đầu cọc một đoạn Dưới tác dụng của trọng lượng bản thân ta có biểu đồ mô men như sau : 7.08 m 21,44 21.00 Ta có mặt cắt có giá trị mô men lớn nhất là : Vậy mô men lớn nhất dùng để bố trí cốt thép là : 1.2 Tính và bố trí cốt thép dọc cho cọc Ta chọn cốt thép dọc chủ chịu lực là thép ASTM A615M Gồm 822 có được bố trí trên mặt cắt ngang của cọc như hình vẽ : Ta đi tính duyệt lại mặt cắt bất lợi nhất trong trường hợp bất lợi nhất là mặt cắt có mô men lớn nhất trong trường hợp treo cọc: Kiểm tra bê tông có bị nứt hay không trong quá trình cẩu và treo cọc Ta có : Cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông là : Ứng suất kéo tai thớ ngoài cùng của mặt cắt nguyên : Cột không bị nứt khi cẩu và treo cọc Tính duyệt khả năng chịu lực Nhận xét : Do cốt thép được bố trí đối xứng,mặt khác ta đã biết bê tông có cường độ chịu kéo nhỏ hơn nhiều so với cường đôn chịu nén vì vậy trục trung hòa lệch về phía trên trục đối xứng như hình vẽ. Giả thiết tất cả các cốt thép đều chảy dẻo Phương trình cân bằng nội lực theo phương trục dầm : Trong đó : và : Diện tích cốt thép chịu kéo (mm2) : Diện tích cốt thép chịu nén (mm2) : Cường độ chịu nén của bê tông (Mpa). = 30 (Mpa) fy : Cường độ chảy của côt thép . fy = 420 (Mpa) a : Chiều cao vùng nén tương đương d : Đường kính cọc . d = 450 (mm) E : Mô đun đàn hồi của cốt thép. Chiều cao vùng nén tương đương được xác định theo công thức : Ta có Vị trí của trục trung hòa được xác định : Kiểm tra sự chảy dẻo của cốt thép chịu kéo và chịu nén theo điều kiện : Trong đó : ds1 và ds2 : Khoảng cách từ trọng tâm của cốt thép chịu kéo đến thớ bê tông chịu nén ngoài cùng : Khoảng cách từ trọng tâm của cốt thép chịu nén đến thớ bê tông chịu nén ngoai cùng Ta có : Vậy tất cả các cốt thép đều chảy Giả thiết là đúng Mô men kháng uốn danh định là : Mô men kháng uốn tính toán là : Vậy : Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa và hàm lượng cốt thép tối thiểu Kết luận : Cốt thép được chọn và bố trí như trên là đảm bảo khả năng chịu lực Bố trí cốt thép đai cho cọc Do cọc chủ yếu chịu nén,chịu cắt nhỏ nên không cần duyệt về cường độ của cốt thép đai.Vì vậy cốt thép đai được bố trí theo yêu cầu về cấu tạo. Ở vị trí đầu mỗi cọc ta bố trí với bước cốt đai là 50 mm trên một chiều dài là : 1000 mm. Tiếp theo ta bố trí với bước cốt thép đai là 100 mm trên một chiều dài là:1100mm Đoạn còn lại của mỗi đoạn cọc(phần giữa đoạn cọc ) bố trí với bước cốt đai là : 150 mm 1.4 Chi tiết cốt thép cứng mũi cọc Cốt thép mũi cọc có đường kính 40 , với chiều dài 650 mm Đoạn nhô ra khỏi mũi cọc là 50 mm 1.5 Lưới cốt thép đầu cọc Ở đầu cọc bố trí một số lưới cốt thép đầu cọc có đường kính 6 mm ,với mắt lưới a = 5050mm .Lưới được bố trí nhằm đảm bảo cho bê tông cọc không bị phá hoại do chịu ứng suất cục bộ trong quá trình đóng cọc 1.6 Vành đai thép đầu cọc Đầu cọc được bọc bằng một vành đai thép bằng thép bản có chiều dày d = 8 mm nhằm mục đích bảo vệ bê tông đầu cọc không bị hỏng khi đóng cọc và ngoài ra còn có tác dụng để hàn nối các đốt cọc trong khi thi công với nhau 1.7 Cốt thép móc cẩu Cốt thép móc cẩu được chọn có đường kính 22 . Do cốt thép bố trí trong cọc rất thừa vì vậy ta có thể sử dụng luôn cốt thép móc cẩu làm móc treo khi đó ta không cần phải làm móc thứ 3 tạo điều kiện thuận lợi cho việc thi công và để cọc trong bãi Khoảng cách từ đầu mỗi đoạn cọc đến mỗi móc neo là a = 2m = 2000 mm V. TÍNH MỐI NỐI THI CÔNG CỌC Ta sử dụng mối nối hàn để nối các đoạn cọc lại với nhau.Mối nối phải đảm bảo cường độ mối nối tương đương hoặc lớn hơn cường độ cọc tại tiết diện có mối nối Để nối các đốt cọc lại với nhau ta sử dụng 4 thép góc L-10010012 táp vào 4 góc của cọc rồi sử dụng đường hàn để liên kết hai đầu cọc.Ngoài ra để tăng thêm an toàn cho mối nối ta sử dụng thêm 4 thép bản được táp vào khoảng giữa hai thép góc để tăng chiều dài hàn nối 1.Tính toán mối nối cọc 1.1 Chọn đường hàn và kiểm toán mối hàn. Chọn đường hàn có chiều dày w = 10 mm,được chế tạo bằng que hàn E70XX có cường độ Fexx = 540 Mpa. Khả năng kháng cắt tính toán trên một đơn vị chiều dài đường hàn là : : Hệ số sức kháng cắt của đường hàn. Khả năng chịu cắt trên một đơn vị chiều dài của thanh mối nối mỏng hơn(bản thép bịt đầu cọc): Cường độ chịu cắt do đường hàn quyết định. Tổng chiều dài đường hàn là : Khả năng chịu lực của toàn liên kết. Kiểm toán: Vậy mối nối đảm bảo khả năng chịu lực 1.2 Tính toán chọn búa. Lý do chọn búa:khi đóng cọc để dễ dàng quan sát độ chối của cọc khi thi công, hay để đảm bảo bê tông đầu cọc không bị phá hỏng khi đóng cọc do chọn búa có năng lực xung kích quá lớn Cách chọn búa: Dựa vào năng lượng xung kích của búa ta có thể chọn búa như sau: Trong đó: Ptt : Sức chịu tải thiết kế của cọc (kN).Ptt = 728.802 (kN) E : Năng lực xung kích của búa(N.m) Ta chọn quả búa có trọng lượng Q=1,5 tấn = 15 kN Trọng lượng của cọc: Dựa vào hệ số thích dụng: Dùng loại búa thuỷ lực có số hiệu V100D6 có các thông số kỹ thuật như sau: Năng lượng tối đa /một nhát búa :7200 KG.m Một hành trình tối đa :1.2 m Một hành trình tối thiểu: 0.2 m Tốc độ đánh búa khi hành trình ,dài 1.2m Trọng lượng thân trượt của búa: 6100 KG Trọng lượng của đầu búa (không tính mũi) 9400 KG Tính độ chối Công thức tính toán : Trong đó: Pgh : sức chịu tải giới hạn của cọc. Q : trọng lượng của quả búa. H :chiều cao rơi búa. F: diện tích mặt ngang cọc. q: tổng trọng lượng cọc. n = 10 (daN/cm2): hệ số kinh nghiệm(tra bảng) K1= 0.45 : hệ số phục hồi sau va chạm( xác định từ thực nghiệm) e : độ chối của cọc. Vậy độ chối e = 34 mm/1 nhát búa đập. VI. THIẾT KẾ TỔ CHỨC THI CÔNG 1. Đúc cọc Lựa chọn vị trí thích hợp và giải phóng mặt bằng vị trí đúc cọc,khi chọn vị trí đúc cọc cần chú ý sao cho địa hình bằng phẳng ,đủ không gian để đúc hàng loạt cọc ,đủ chỗ chứa vật liệu gia công cốt thép ,điều kiện vận chuyển vật liệu… 1.1 gia công cốt thép Chọn nơi gia công cốt thép sao cho gần bãi đúc cọc nhất hoặc vận chuyển đến bãi đúc cọc thuận tiện nhất ,các loại cốt thép được gia cong đúng theo thiết kế nghĩa là phải đảm bảo về kích thước ,số lượng …và sau khi gia công xong ta tập hợp lại theo từng chủng loại và vậnn chuyển đến bãi đúc cọc. 1.2 Tạo phẳng mặt bằng đúc cọc và lắp đặt ván khuôn và cốt thép Trước khi lắp đặt ván khuôn ta làm bằng phẳng bề mặt đúc cọc và